全裝配式延性節(jié)點混凝土框架子結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌試驗研究

廖莎 王振生 周云 裴熠麟 易偉建

摘 ? 要：為研究全裝配式干節(jié)點連接的鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能，采用1/2縮尺比例設(shè)計了兩榀全裝配式（PC）試件進(jìn)行靜載試驗研究. 其中裝配式結(jié)構(gòu)在梁柱節(jié)點處采用高強螺栓-延性桿-錨固板的連接方式，其中PC1試件未設(shè)置牛腿，PC2試件采用暗牛腿，另外結(jié)合一榀本團(tuán)隊開展的現(xiàn)澆框架結(jié)構(gòu)RC試件進(jìn)行對比研究. 對兩個試件分別進(jìn)行了中柱移除狀態(tài)下的豎向加載擬靜力試驗，并對加載過程中測試所獲得的結(jié)構(gòu)極限承載力、應(yīng)變響應(yīng)、變形性能及失效破壞模式依次進(jìn)行了分析. 試驗結(jié)果表明，與RC試件中既存在壓拱效應(yīng)又存在懸鏈線效應(yīng)相比，兩個PC試件中只存在壓拱效應(yīng)階段，表明該類型全裝配式結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力相對不足. 同時PC1和PC2試件的極限承載力分別為RC試件在壓拱效應(yīng)階段峰值荷載的95%和123%，相應(yīng)的極限位移僅為RC試件的48%和61%. 試驗過程中，PC試件的受力及變形區(qū)域則主要集中在節(jié)點連接處，其材料利用率相對有限，PC試件則因節(jié)點區(qū)域內(nèi)延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂而失效.

關(guān)鍵詞：全裝配式結(jié)構(gòu);延性桿節(jié)點;連續(xù)倒塌;擬靜力試驗;失效模式

中圖分類號：TU375.4 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract：To research the progressive collapse resistance performance of fully assembled precast concrete frame structure， two half-scale precast concrete（PC） specimens were designed and studied by static tests. The PC specimens were built by high-strength bolt and anchor plate with ductile rod connections in the beam-column joint region， where one specimen（PC1） was designed without corbel component， while the hided corbel was employed in another one（PC2）. In addition，a cast-in-situ reinforced concrete（RC） frame tested by our research team previously was used as a comparison reference. The quasi-static load tests were conducted for the specimens under mid-column loss scenario. The structure responses including ultimate loading capacity，strain response，deformation performance and failure mode were discussed，respectively. Compared with the RC specimen where both compressive arch action（CAA） and catenary action existed， only the CAA was observed in PC specimens，indicating that this type of PC structures has a lower secondary progressive collapse resistance capacity. Meanwhile，the ultimate load of PC1 and PC2 was 95% and 123% ?of ?that ?of RC specimen at CAA stage，respectively，while the ultimate displacement of PC1 and PC2 was 48% and 61% ?of that of RC specimen， respectively. During testing，the deformation and strain response of PC specimens was mainly concentrated on the joint region. The PC specimens were damaged by the fracture of ductile rod with anchor plate.

Key words：fully assembled precast concrete structure;ductile rod conection;progressive collapse;quasi-static load test;failure mode

近年來我國裝配式建筑進(jìn)入高速發(fā)展及創(chuàng)新期. 與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相比，裝配式混凝土結(jié)構(gòu)整體性較差，梁柱節(jié)點區(qū)域相對薄弱. 從國內(nèi)外關(guān)于裝配式梁柱節(jié)點的研究來看，對后澆混凝土連接的濕節(jié)點研究已取得豐碩成果，而針對不需要后澆混凝土的干節(jié)點也就是全裝配式節(jié)點的研究較少. Vidjeapriya[1]等對J型栓釘和J型栓釘+夾板角鋼連接的全裝配式節(jié)點進(jìn)行研究，陳太平[2]對插銷桿連接的明暗牛腿節(jié)點進(jìn)行抗連續(xù)倒塌性能研究. Englekirk[3-4]等提出了一種裝配式延性節(jié)點的設(shè)計思想：在預(yù)制柱內(nèi)預(yù)埋延性連桿，預(yù)制通過螺栓與連桿相連，形成延性連接系統(tǒng). Palmieri[5]等對梁柱延性節(jié)點受力行為進(jìn)行研究，對不同節(jié)點性能做出評價，給出抗震區(qū)域延性節(jié)點連接的改善建議. 林宗凡[6]等對裝配式延性節(jié)點進(jìn)行拉-壓屈服、摩擦滑移及非線彈性反應(yīng)進(jìn)行研究. 趙斌[7]等提出在柱節(jié)點位置預(yù)埋螺桿，梁端部設(shè)置有連接端板的工字形短梁接頭，端板通過節(jié)點支座、墊板、螺帽與柱實現(xiàn)半剛性連接. 李向民等[8]提出在節(jié)點核心區(qū)預(yù)埋低屈服、高延性連桿，并通過高強螺栓有效錨固在梁端連接塊上，梁中鋼筋端頭剝絲后與連接塊相連.

近年來，裝配式結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌的研究得到工程界廣泛關(guān)注. Nimse[9]等研究不同節(jié)點形式框架子結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能，對裝配式試件及現(xiàn)澆試件的極限承載力及轉(zhuǎn)動能力進(jìn)行比較. Kang[10-11]等對5個裝配式節(jié)點進(jìn)行抗連續(xù)倒塌試驗，研究配筋率及節(jié)點構(gòu)造形式對節(jié)點受力性能影響. Qian[12-13]等進(jìn)行了一系列節(jié)點抗連續(xù)倒塌試驗，評估了不同節(jié)點對抗連續(xù)倒塌性能的影響，討論了結(jié)構(gòu)失效模式及抗力機制. Lim[14]等對5種鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌試驗結(jié)果進(jìn)行討論分析，并提供了改善節(jié)點提高懸鏈線效應(yīng)的實用建議.

現(xiàn)有的裝配式結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的研究主要圍繞濕節(jié)點展開，而對全裝配式干節(jié)點，尤其是延性節(jié)點的研究不夠深入. 為研究采用干節(jié)點連接方式的全裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能，本文按照1/2縮尺比例分別設(shè)計了 2榀全裝配式框架子結(jié)構(gòu)，其中裝配式框架結(jié)構(gòu)采用高強螺栓-延性桿-錨固板的節(jié)點連接方式，與團(tuán)隊另外完成的一榀現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架子結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比[2]，本文對上述構(gòu)件依次開展了中柱失效情況下的擬靜力試驗，通過獲取加載過程中結(jié)構(gòu)的荷載應(yīng)變及位移等特征響應(yīng)，對結(jié)構(gòu)的持荷能力、變形性能及失效模式依次進(jìn)行了討論，并最終對采用該類型節(jié)點連接方式的全裝配式結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能進(jìn)行評估.

1 ? 結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 ? 原型結(jié)構(gòu)設(shè)計

為研究采用延性桿節(jié)點連接方式下的全裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)在中柱失效后的抗連續(xù)性倒塌性能，湖南大學(xué)結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測研究團(tuán)隊（www.hnutest.com）按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB ?50010—2010）[15]和《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB ?50011—2010）[16]要求，設(shè)計了一棟四跨七層的空間框架結(jié)構(gòu)，如圖1所示. 其中結(jié)構(gòu)橫向柱距為6.0 m，縱向柱距為7.5 m，單層層高為3.6 m;梁截面尺寸為400 mm × 600 mm，柱截面尺寸為700 mm × 700 mm;整體結(jié)構(gòu)考慮7度設(shè)防，設(shè)計基本地震加速度為0.10 g.

1.2 ? 試驗構(gòu)件設(shè)計

在原型結(jié)構(gòu)設(shè)計完成后，通過提取圖1中陰影所示部分作為測試研究對象，按照1/2縮尺比例進(jìn)行框架子結(jié)構(gòu)試驗構(gòu)件設(shè)計. 本試驗中共設(shè)計試件2個，全裝配式（PC1，PC2）試件如圖2（a）（b）所示，另外本團(tuán)隊還進(jìn)行過1個現(xiàn)澆（RC）框架子結(jié)構(gòu)試驗如圖2（c）所示（引用文獻(xiàn)[2]）. 該裝配式混凝土構(gòu)件采用高強螺栓-延性桿-錨固板的節(jié)點連接方式，其中PC1試件為未設(shè)置牛腿框架子結(jié)構(gòu)，PC2試件采用暗牛腿框架子結(jié)構(gòu). 延性桿一側(cè)端部經(jīng)抽絲后與錨固板進(jìn)行連接，另一側(cè)端部則設(shè)置為帶有螺紋的連接帽，高強螺栓經(jīng)穿過連接塊后與其進(jìn)行相連. 同時，將梁端縱向受力鋼筋端部打磨后與連接塊相連.

構(gòu)件尺寸方面，待測試試件的梁端截面尺寸設(shè)置為200 mm × 300 mm，柱端截面尺寸則為350 mm × 350 mm;同時，在邊柱底部設(shè)置有截面尺寸為500 mm × 500 mm的錨固地梁以進(jìn)行整體固定. 試件梁凈跨為2 650 mm;中柱高度為1 500 mm，邊柱高度則取自首層柱底至二層柱的反彎點處，并在綜合考慮約束安裝位置后設(shè)置為3 000 mm. 構(gòu)件配筋方面，所有縱向鋼筋均采用HRB400級鋼筋，橫向箍筋均采用HPB300級鋼筋. RC試件梁柱內(nèi)縱向受力鋼筋配筋情況與PC試件相同，PC試件節(jié)點連接方式詳見圖3. 其中，錨固板的平面尺寸為150 mm × 50 mm、厚度設(shè)置為20 mm;延性桿強度等級為Q345，直徑設(shè)置為18 mm，長度則分為110 mm及240 mm兩種類型;其端部連接帽的內(nèi)徑為20 mm、外徑為40 mm，長度則設(shè)置為30 mm. 連接塊材料采用ZG270-500型鋼鑄件，其平面尺寸為200 mm × 50 mm、厚度為50 mm;同時，根據(jù)國際標(biāo)準(zhǔn)選用8.8級M22高強螺栓. 除此之外，高強螺栓安裝完成后預(yù)留部分及梁柱端面相連接處使用高強灌漿料進(jìn)行填充. 試件詳細(xì)配筋如表1所示.

2 ? 試驗方案

2.1 ? 加載裝置

為獲取結(jié)構(gòu)由彈性階段發(fā)展至破壞階段的響應(yīng)特征，設(shè)計了相應(yīng)的擬靜力豎向推覆試驗加載裝置，如圖4所示. 該裝置由反力架部分、中柱支撐約束部分、邊柱反彎點約束部分和邊柱地梁約束部分構(gòu)成. 其中反力架裝置可保證試驗過程中的各項加載制度順利完成;中柱支撐約束裝置可避免試件在加載過程中發(fā)生平面外傾斜等情況;邊柱反彎點約束裝置可使得試件端部沿所在平面內(nèi)發(fā)生自由轉(zhuǎn)動;地梁約束裝置則是使框架子結(jié)構(gòu)在邊柱底部位置處產(chǎn)生固定約束.

2.2 ? 測試方案

通過安裝相關(guān)儀器設(shè)備，對試驗過程中結(jié)構(gòu)的特征響應(yīng)進(jìn)行采集分析，如圖5所示. 荷載測量方面，通過在中柱的底部及頂部分別布置千斤頂及荷載傳感器，用來進(jìn)行試驗過程中荷載的施加/釋放及相應(yīng)的測量記錄工作. 同時，在南北兩側(cè)邊柱頂部分別布置有荷載傳感器，用以測量試驗過程中反彎點處產(chǎn)生的約束荷載. 通過選取框架梁身端部、邊柱節(jié)點頂部及底部位置處作為關(guān)鍵截面，針對每個控制截面分別布置4個鋼筋應(yīng)變片. 另外選取位于節(jié)點處的延性桿作為關(guān)鍵截面，并對應(yīng)布置4個應(yīng)變片進(jìn)行測量. 在中柱底部兩側(cè)安裝電子尺，用以對其豎向位移進(jìn)行測量;同時沿每側(cè)梁身長度方向均勻布置3個豎向位移測點，用以觀測加載過程中的梁身變形情況. 考慮到加載過程中邊柱柱頭及梁柱節(jié)點處產(chǎn)生的水平位移可能較小，故通過安裝百分表實現(xiàn)對其水平側(cè)移能力的評估;除此之外，通過在錨固地梁處布設(shè)百分表，用以監(jiān)測試驗過程中結(jié)構(gòu)的底部約束是否可靠.

2.3 ? 加載制度

試驗過程中，通過在中柱底部預(yù)先布置機械式千斤頂，用以模擬結(jié)構(gòu)未發(fā)生破壞時中柱的支撐作用. 同時，在中柱頂部安置有液壓式千斤頂，用于試驗過程中進(jìn)行荷載施加. 整個試驗加載過程可分為以下三個階段：

1）預(yù)加載階段. 首先，通過利用中柱上方千斤頂施加豎向荷載，使加載裝置中的各部分充分接觸;然后，通過緩慢卸載中柱底部千斤頂，并檢查相關(guān)儀器設(shè)備工作是否正常. 待檢查無誤后，通過預(yù)加載-卸載機制，使整體試件恢復(fù)至初始狀態(tài);

2）中柱底部卸載階段. 在試驗前期，通過逐級卸載中柱底部千斤頂，以模擬結(jié)構(gòu)發(fā)生的中柱破壞狀態(tài). 同時，對試件自重、頂部千斤頂、加載球鉸及荷載傳感器等構(gòu)件傳遞至中柱的荷載進(jìn)行測量;

3）中柱頂部加載階段. 通過利用中柱頂部千斤頂逐級施加豎向荷載，直至試件發(fā)生破壞;并對加載過程中的外加荷載、結(jié)構(gòu)位移及應(yīng)變響應(yīng)等試驗數(shù)據(jù)依次進(jìn)行記錄.

為保證試驗順利進(jìn)行，在試驗前期階段采用力控制加載機制，其中卸載階段每級卸載3 kN，加載階段每級加載5 kN. 當(dāng)荷載達(dá)至峰值或開始有所下降時，改用位移控制加載機制. 當(dāng)每級荷載施加完畢后，待試件持荷約5 min后，再進(jìn)行相應(yīng)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)數(shù)據(jù)采集工作，并對試件裂縫發(fā)展情況進(jìn)行觀測與記錄.

3 ? 結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)特性

3.1 ? 中柱荷載-位移曲線

通過記錄試件頂部所施加的外部荷載及相應(yīng)產(chǎn)生的中柱豎向位移，對整體結(jié)構(gòu)的受力性能進(jìn)行分析，其中關(guān)于RC試件的數(shù)據(jù)引用文獻(xiàn)[2]. 如圖6所示. 相比RC試件，PC試件在整個受力過程中只存在壓拱效應(yīng)階段. 對于裝配式結(jié)構(gòu)而言，PC1試件在壓拱階段的峰值荷載約為113.6 kN，略低于RC試件的峰值荷載，但其持荷過程卻發(fā)展得相對不夠充分;PC2試件在加載過程中同樣未形成懸鏈線效應(yīng)，但其壓拱階段峰值荷載卻達(dá)到146.9 kN，遠(yuǎn)高于相應(yīng)RC試件的極限承載力. 當(dāng)外部施加荷載達(dá)到最大值時，由于節(jié)點處延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂，從而導(dǎo)致試件的荷載-位移曲線發(fā)生突然下降.

該裝配式試件的荷載-位移曲線大概可以分為四個階段：

1）第一階段為彈性階段，即混凝土未發(fā)生開裂現(xiàn)象，構(gòu)件仍處于彈性受力狀態(tài);

2）第二階段為彈塑性階段，即混凝土框架梁端部位置處已經(jīng)出現(xiàn)裂縫，但縱向受力鋼筋并未產(chǎn)生屈服現(xiàn)象;

3）第三階段為塑性鉸發(fā)展階段，該階段過程中試件框架梁端縱筋已經(jīng)發(fā)生屈服;

4）第四階段為失效階段，即延性桿開始產(chǎn)生緊縮斷裂，直至試件發(fā)生破壞.

雖然該試驗所設(shè)計的裝配式試件的破壞區(qū)域均集中在節(jié)點延性桿處，但PC2試件的峰值荷載為146.9 kN，比PC1試件的峰值荷載113.6 kN高約29.3%左右，且PC2試件失效后的中柱豎向位移為378.1 mm，比PC1試件的299.5 mm高約26.2%左右. 該現(xiàn)象表明PC2試件可憑借其暗牛腿構(gòu)造良好的抗壓能力有效提升試件的極限承載力.

測試所得的結(jié)構(gòu)特征響應(yīng)值如表2所示. 與現(xiàn)澆試件相比，該類型裝配式試件的承載能力相對較低，其中PC1和PC2試件的峰值荷載分別為RC試件在壓拱效應(yīng)階段峰值荷載的95%和123%. 當(dāng)達(dá)至峰值荷載后，PC試件中所持荷載迅速下降，且并未產(chǎn)生懸鏈線效應(yīng)，其抗倒塌極限承載能力遠(yuǎn)低于相應(yīng)RC試件.

3.2 ? 邊節(jié)點側(cè)移曲線

針對所設(shè)計的框架子結(jié)構(gòu)，試驗過程中測試所得到的試件邊節(jié)點側(cè)移曲線如圖7所示. 其中負(fù)值表示邊節(jié)點向框架外側(cè)的移動，正值表示向框架內(nèi)側(cè)的移動. 所測試構(gòu)件邊節(jié)點均先呈現(xiàn)出向外的水平位移，并在中柱發(fā)展至200 mm左右時達(dá)到最大值;隨后向外的位移逐漸減小. PC試件分別在向外的位移減小至6.01 mm及5.2 mm時，整體結(jié)構(gòu)因延性桿斷裂而失去承載能力，故未產(chǎn)生向內(nèi)的水平位移.

整個加載過程中，PC1試件向外的最大水平位移為7.11 mm，PC2試件則為9.15 mm. 然而PC試件并沒有產(chǎn)生向平面框架內(nèi)側(cè)發(fā)展的水平位移，表明其在抗倒塌過程中并未產(chǎn)生懸鏈線效應(yīng)階段.

3.3 ? 邊柱反彎點約束剛度

測試所得框架子結(jié)構(gòu)邊柱反彎點處的水平約束反力響應(yīng)情況如圖8所示. 其中PC試件和RC試件在試驗前期均先產(chǎn)生了水平約束壓力，但只有RC試件在加載后期產(chǎn)生了水平約束拉力. 其中RC試件水平約束的最大壓力為40.8 kN，小于裝配式試件PC1和PC2的58.8 kN和96.9 kN. 由于兩個裝配式試件的約束壓力最大值相差存在一定差距，該現(xiàn)象表明裝配式試件中的牛腿構(gòu)造將在抗倒塌過程中發(fā)揮重要作用，尤其是在壓拱效應(yīng)階段，其良好的抗壓支撐效果為整體結(jié)構(gòu)提供了可靠的抗力機制.

測試所得框架子結(jié)構(gòu)反彎點處水平位移情況如圖9所示. PC試件只產(chǎn)生了向外部的位移，且PC1試件與PC2試件的峰值位移相差不大. 其中，裝配式試件PC1和PC2向外的最大水平位移6.96 mm和6.90 mm;RC試件向內(nèi)的水平約束位移最終發(fā)展至11.09 mm.

4 ? 結(jié)構(gòu)持荷性能

4.1 ? 應(yīng)變響應(yīng)

對加載過程中試件梁端及延性桿應(yīng)變響應(yīng)進(jìn)行觀測，如圖10～11所示.

在試驗加載過程中，PC1試件邊節(jié)點梁端上部縱筋為受拉狀態(tài)、下部則呈現(xiàn)受壓狀態(tài)，該位置截面處上部延性桿呈現(xiàn)受拉狀態(tài). 當(dāng)結(jié)構(gòu)進(jìn)入壓拱效應(yīng)階段后，受拉應(yīng)變均達(dá)至屈服狀態(tài). 中節(jié)點截面處梁端縱筋呈現(xiàn)出上部受壓、下部受拉的狀態(tài)，且下部延性桿在試驗開始后應(yīng)變響應(yīng)發(fā)展迅速，并最終達(dá)至受拉屈服狀態(tài). 表明試件中鋼筋的延性得到有效利用，但延性桿與錨固板連接處則由于應(yīng)力集中現(xiàn)象而造成局部破壞，其材料利用率相對較低.

對于PC2試件，其邊節(jié)點上部截面處延性桿及鋼筋在試驗初期應(yīng)變響應(yīng)迅速增長. 其中，延性桿處突然產(chǎn)生的下降段可能是由于其應(yīng)變響應(yīng)增長幅度過快、從而導(dǎo)致鋼筋應(yīng)變片發(fā)生失效所致. 隨著試驗的持續(xù)進(jìn)行，邊節(jié)點處鋼筋發(fā)生屈服;而邊節(jié)點截面處下部延性桿及縱筋則一直處于受壓狀態(tài)，并在中柱豎向位移發(fā)展至150 mm左右時達(dá)到最大值. 同時，縱筋受壓應(yīng)變響應(yīng)在150 mm處發(fā)生波動，可能是由于延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂所致.

對于文獻(xiàn)[3]中的RC試件，靠近邊柱處框架梁端截面上部鋼筋應(yīng)變在試驗初期迅速增長至屈服狀態(tài)，而下部鋼筋則起初處于受壓狀態(tài)，并在中柱位移達(dá)到50.2 mm時轉(zhuǎn)為受拉狀態(tài);除此之外，靠近中柱處框架梁端截面鋼筋在中柱位移為40.4 mm和100.6 mm時突然迅速增大;上部鋼筋則一直處于受壓狀態(tài)，并在中柱位移為350.6 mm左右時達(dá)至最大值，隨后逐漸減小.

4.2 ? 結(jié)構(gòu)變形

通過利用沿梁身均勻布置的電子尺對結(jié)構(gòu)豎向位移進(jìn)行記錄，從而評估整體結(jié)構(gòu)的變形能力，如圖12所示. 對于PC試件，其中柱位移發(fā)展得相對較小. 在試驗初期，其南北兩側(cè)框架梁基本處于對稱狀態(tài);PC1試件中柱位移發(fā)展至約200 mm時，PC2試件中柱位移發(fā)展至約150 mm時，靠近中柱處梁端延性桿與錨固板連接處產(chǎn)生斷裂，導(dǎo)致中柱發(fā)生平面內(nèi)傾斜. 隨著試驗的持續(xù)進(jìn)行，試件中梁身未發(fā)生變形，其損傷區(qū)域主要集中在節(jié)點連接處. RC試件在加載前期其南北兩側(cè)框架梁變形基本處于對稱狀態(tài);直到中柱豎向位移達(dá)至614 mm時，由于靠近中節(jié)點處梁端縱筋被拉斷，從而導(dǎo)致中柱兩側(cè)框架梁端位移產(chǎn)生差別.

5 ? 結(jié)構(gòu)失效模式

5.1 ? 失效特征

裝配式試件在試驗過程中，梁身裂縫在試驗前期發(fā)展較少，主要集中在節(jié)點連接處. 在中柱豎向位移為299.5 mm時，PC1試件達(dá)至峰值荷載113.6 kN. 隨著試驗的持續(xù)進(jìn)行，中節(jié)點南側(cè)下部與北側(cè)邊節(jié)點上部處延性桿與錨固板連接處被先后拉斷，如圖14所示. 中節(jié)點南側(cè)梁端與框架柱的接觸面處也出現(xiàn)了較大裂縫，其表面混凝土發(fā)生脫落;在中節(jié)點南側(cè)延性桿斷裂后，中柱發(fā)生平面內(nèi)傾斜. 同時，在北側(cè)邊節(jié)點延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂后，其梁端區(qū)域內(nèi)迅速產(chǎn)生大量裂縫，但未出現(xiàn)貫通型裂縫（見圖13（a））.

對于PC2試件，在豎向位移為378.1 mm時達(dá)到峰值荷載146.9 kN. 隨著加載過程的進(jìn)行，試件牛腿外側(cè)混凝土發(fā)生開裂，中節(jié)點牛腿處混凝土陸續(xù)掉落;且中節(jié)點內(nèi)延性桿與錨固板連接處被拉斷，導(dǎo)致荷載產(chǎn)生突然下降. 邊節(jié)點連接區(qū)牛腿混凝土脫落，牛腿內(nèi)鋼筋發(fā)生暴露. 最終整體結(jié)構(gòu)因邊節(jié)點上部延性桿與錨固板連接處破壞而發(fā)生失效. 其中沿梁身分布裂縫并不多（見圖13（b）），表明結(jié)構(gòu)受力主要集中在梁端節(jié)點連接處，從而造成節(jié)點延性桿端部產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象. 邊柱外側(cè)則出現(xiàn)了大量裂縫，且主要集中在牛腿上下端部.

現(xiàn)澆試件試驗過程中梁端截面在加載初期產(chǎn)生了少數(shù)受彎裂縫，且產(chǎn)生了壓拱效應(yīng)以抵抗外加荷載. 隨著試驗的持續(xù)進(jìn)行，靠近中柱處梁端下部鋼筋及靠近邊柱處梁端上部鋼筋均發(fā)生屈服，梁身整體剛度隨之產(chǎn)生明顯下降. 隨著中柱位移的持續(xù)增加，結(jié)構(gòu)所施加的荷載隨之逐漸減小. 荷載達(dá)至最小值之后又逐步上升. 產(chǎn)生了沿梁高分布的貫通裂縫. 該現(xiàn)澆試件最終因梁端縱向受力鋼筋被拉斷而發(fā)生破壞[2].

5.2 ? 破壞形態(tài)

裝配式試件整個試驗過程中，其框架內(nèi)縱筋均未發(fā)生斷裂，整體結(jié)構(gòu)均因節(jié)點區(qū)域內(nèi)延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂而失效. 對于PC1試件，其中節(jié)點南側(cè)下部延性桿（一根）、邊節(jié)點北側(cè)上部延性桿（一根）先后發(fā)生破壞;對于PC2試件，其中節(jié)點兩側(cè)下部延性桿（各一根）、邊節(jié)點兩側(cè)上部延性桿（各一根）先后發(fā)生斷裂. 荷載傳遞路徑方面，受框架梁身整體變形影響，裝配式試件中兩側(cè)邊柱產(chǎn)生向框架外部的水平移動，結(jié)構(gòu)進(jìn)入壓拱效應(yīng)階段. 由于梁端縱向鋼筋處缺乏有效的通長連接構(gòu)造，使得鋼筋強度利用率相對有限. 在壓拱效應(yīng)階段，主要由梁端底部支撐提供水平壓力. 因此，PC1及PC2邊柱裂縫主要集中在柱節(jié)點外側(cè)區(qū)域，如圖15所示. 在延性桿發(fā)生屈服后，邊節(jié)點內(nèi)上部錨固板受拉，邊柱牛腿上方截面處產(chǎn)生了一系列剪切型裂縫，但其數(shù)量和寬度均發(fā)展有限. 當(dāng)PC試件中壓拱效應(yīng)失效后，其整體承載能力迅速下降，并最終因延性桿與錨固板連接處斷裂而發(fā)生破壞，其材料的性能均未充分發(fā)揮. 現(xiàn)澆試件靠近中柱處梁端裂縫寬度發(fā)展最大. 同時，共有五根縱向受力鋼筋被先后拉斷，分別為中節(jié)點南側(cè)梁端下部鋼筋（兩根）、中節(jié)點北側(cè)梁端下部鋼筋（一根）和北側(cè)邊節(jié)點梁端上部鋼筋（兩根）. 除此之外，靠近邊柱梁端下部區(qū)域和中柱梁端上部區(qū)域處混凝土均被壓潰. 與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相比，該類型采用高強螺栓-延性桿-錨固板的全裝配式混凝土框架子結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力相對有限. 可通過加強延性桿與錨固板連接處構(gòu)造或?qū)⒀有詶U在中柱內(nèi)貫穿等措置增加延性節(jié)點可靠性來增強其抗連續(xù)倒塌能力.

6 ? 討 ? 論

圖16（a）（b）分別為PC1試件和PC2試件受力過程的荷載轉(zhuǎn)換示意圖，參考現(xiàn)澆構(gòu)件發(fā)展模式主要為框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌的壓拱效應(yīng)階段，未進(jìn)入懸鏈線階段. 隨著中柱豎向位移的增加，梁產(chǎn)生變形導(dǎo)致邊柱向外移動，產(chǎn)生壓拱效應(yīng)，但由于延性桿節(jié)點處應(yīng)力集中，造成延性桿與錨固版連接處斷裂. 裝配式試件的破壞主要集中在梁柱連接處，延性桿的延性未充分發(fā)揮作用. 并且全裝配式梁柱拼接時端部不可避免的會產(chǎn)生間隙，使全裝配式壓拱效應(yīng)不能完全發(fā)揮，抗連續(xù)倒塌性能較弱.

7 ? 結(jié) ? 論

為研究采用延性桿節(jié)點連接方式的全裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的靜力抗連續(xù)倒塌能力，本文按照1/2縮尺比例，分別設(shè)計兩個全裝配式（PC1，PC2）框架子結(jié)構(gòu)，并結(jié)合文獻(xiàn)[2]RC框架子結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比. 其中裝配式試件在梁柱節(jié)點處采用高強螺栓-延性桿-錨固板的連接方式. 對構(gòu)件依次開展了中柱失效情況下的豎向推覆擬靜力試驗，對結(jié)構(gòu)的極限承載能力、應(yīng)變響應(yīng)、位移變形能力及失效破壞模式進(jìn)行討論. 相關(guān)結(jié)論如下：

1）通過對全裝配式構(gòu)件延性節(jié)點的試驗測試結(jié)果進(jìn)行分析，揭示了該類型混凝土框架子結(jié)構(gòu)在中柱失效下的受力特征和荷載傳遞機制. 裝配式試件PC1與PC2在中柱移除過程中經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段、塑性鉸發(fā)展階段. 試驗表明該類型全裝配式框架結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌主要經(jīng)歷壓拱效應(yīng)階段，尚未進(jìn)入到懸鏈線效應(yīng)階段.

2）對該類型全裝配式結(jié)構(gòu)的承載力及變形性能分別進(jìn)行了評估. 裝配式PC1及PC2試件的極限承載力分別為現(xiàn)澆試件在壓拱效應(yīng)階段峰值荷載的95%和123%左右，其抗連續(xù)倒塌能力相對較弱;同時，PC1及PC2試件的中柱豎向極限位移約為現(xiàn)澆RC試件的48%和61%左右，表明該類型裝配式試件的延性相對不足.

3）試驗過程中裝配式試件的受力和變形則主要集中在梁柱節(jié)點處，框架梁裂縫主要集中在梁端，梁跨中截面處裂縫發(fā)展較少，整體結(jié)構(gòu)最終因節(jié)點區(qū)域延性桿與錨固板連接處斷裂而失效，材料的整體利用率相對較低.

裝配式試件則在節(jié)點區(qū)域延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂. 可通過加強延性桿端部連接可靠性等方式來增強該類型全裝配式結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌能力.

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